Экспериментальные исследования структуры пламени и его воздействия на ограждающие судовые конструкции Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

ПРОЕКТИРОВАНИЕ И КОНСТРУКЦИЯ СУДОВ

Б01: 10.24937/2542-2324-2020-2-392-79-88 УДК 629.5.067.8

С.П. Бородай, А.Н. Летин, С.В. Шедько

ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Россия, Санкт-Петербург

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СТРУКТУРЫ ПЛАМЕНИ И ЕГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ОГРАЖДАЮЩИЕ СУДОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ

Объект и цель научной работы. Представлены результаты физического и численного моделирования взаимодействия пламени и ограждающих конструкций.

Материалы и методы. Исследования проводились с использованием различных горючих нагрузок на модельных очагах пожара с двумя конструкциями переборок, характерных для судовых помещений, - плоской и угловой. Основные результаты. Выведены зависимости высоты и амплитуды пульсаций пламени, а также распределения температуры, теплового излучения и температурного пятна на поверхности ограждающей конструкции от взаиморасположения очага и конструкции, площади и материала горючей нагрузки.

Заключение. Полученные зависимости внедрены в программный комплекс расчета динамики развития пожара. Ключевые слова: пожар, пламя, тепловой поток, высота пламени, мощность пламени, прогрев переборок, распространение пожара.

Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.

SHIP DESIGN AND STRUCTURE

DOI: 10.24937/2542-2324-2020-2-392-79-88 UDC 629.5.067.8

S. Boroday, A. Letin, S. Shedko

Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia

EXPERIMENTAL STUDY OF FLAME COMPOSITION AND ITS EFFECT UPON FIRE-RETARDANT STRUCTURES

Object and purpose of research. This paper discusses the results of physical modeling and numerical simulation for flame interaction with fire-retardant structures.

Materials and methods. The studies were performed with various fire loads on model fire sites with two bulkhead designs typical for ship spaces: flat and angular.

Main results. The study yielded the relationships for flame height, pulse amplitude, distributions of temperature, heat emission and "thermal patch" on the surface of fire-retardant structures depending on mutual arrangement of fire and structure, as well as depending on the area and material of fire load.

Conclusion. The relationships yielded by this study were implemented in the calculation software for fire dynamics. Keywords: fire, flame, heat flux, flame height, flame power, bulkhead heating, fire propagation. Authors declare lack of the possible conflicts of interests.

Для цитирования: Бородай С.П., Летин А.Н., Шедько С.В. Экспериментальные исследования структуры пламени и его воздействия на ограждающие судовые конструкции. Труды Крыловского государственного научного центра. 2020; 392(2): 79-88.

For citations: Boroday S., Letin A., Shedko S. Experimental study of flame composition and its effect upon fire-retardant structures. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2020; 392(2): 79-88 (in Russian).

Введение

Introduction

В результате ранее проводимых экспериментальных работ было отмечено, что пламя вблизи каких-либо объектов становится выше и в некоторых случаях отклоняется в сторону объекта [1, 2]. Это приводит к изменению прогрева переборки и увеличению теплоотдачи в смежное помещение, повышая риск распространения пожара. Для уточнения механизмов моделирования процессов развития пожара в известных комплексах инженерного анализа и в программном комплексе моделирования динамики развития пожара в системе корабельных помещений Fire 3.0 (свидетельство о госрегистрации № 2018616478 от 01.06.2018), разработанного ФГУП «Крыловский государственный научный центр» (КГНЦ), была выполнена инициативная научно-исследовательская работа «Безопасность».

Цель научного исследования - определение влияния ограждающих судовых конструкций на параметры близкорасположенных очагов горения для уточнения методики моделирования развития пожара в судовых помещениях и алгоритмов программного комплекса Fire 3.0 при расчете динамики локального прогрева ограждающих конструкций и распространения пожара в смежные с аварийным помещения. Также рассчитываются коэффициенты теплообмена между переборками, пламенем и воздухом в методике моделирования распространения тепла в переборках для программного комплекса инженерного анализа ANSYS.

В ходе работы было проведено более 70 экспериментов по различным типоразмерам очага горения и на удалении от плоской и угловой переборки.

Экспериментальная установка и оборудование

Test rig and equipment

Исследования проводились на огневом стенде КГНЦ с целью определения следующих характеристик: температура в объеме пламени, тепловые потоки, размер пламени, массовая скорость выгорания топлива, пульсация и отклонение пламени, зависимость нагрева температурного пятна на переборке с необогреваемой стороны от ее удаленности от очага горения. Для измерения характеристик пламени использовалось следующее оборудование:

1. Видеокамеры с мерной шкалой для измерения

геометрических параметров пламени.

2. Проволочная рама с 12 термопарами хромель-алюмель для измерения распределения температур в сечении пламени. Схема установки представлена на рис. 1.

3. Датчики теплового потока (ДТП) для регистрации теплового потока на высоте 200 и 1000 мм от плоскости очага горения при различной удаленности от очага согласно рис. 2. При наличии переборки на ней дополнительно устанавливались два ДТП (измерение потока проводилось через отверстия в переборке) для измерения теплового потока, действующего на ограждающую конструкцию.

4. Огнестойкие весы для фиксирования скорости выгорания топлива.

5. Тепловизор для исследования распределения температуры и геометрических особенностей температурного пятна на переборке с необо-греваемой стороны.

Исследования проводились в три этапа. На первом этапе фиксировались параметры пламени без учета влияния ограждающих конструкций, на втором - параметры пламени на различном расстоянии Ь от плоской переборки, на третьем - показания пламени на различном расстоянии Ь от угловой переборки (рис. 3). В процессе исследований площадь горения варьировалась от 0,032 до 0,49 м2. В качестве горючей нагрузки рассматривалось дизельное топливо. Примеры регистрации пламени с помощью оптической аппаратуры приведены на рис. 4, рис. 5 (см. вклейку).

700

Рис. 1. Проволочная рама с термопарами хромель-алюмель

Fig. 1. Wire frame with Cr-Al thermocouples

а) б)

Рис. 2. Расположение датчиков теплового потока относительно очага горения: а) без ограждающих конструкций; б) на переборке

Fig. 2. Locations of heat flux sensors with respect to fire seat: a) without retardant structures; b) on the bulkhead

Рис. 3. Схема расположения очага горения площадью S:

a) без ограждающих конструкций;

б) с плоской переборкой;

в) с угловой переборкой

Fig. 3. Layout of fire seat with area S: a) no retardant structures;

b) with flat bulkhead;

c) with angular bulkhead

а) б) в)

Рис. 4. Фотографии с высокотемпературных видеокамер. Угловая переборка: а) поджигание очага горения 0,25 м2 на расстоянии 0,1 м от переборки; б) вид сбоку, справа от очага стенка переборки. Заметное отклонение пламени к поверхности; в) вид на пламя перед угловой переборкой. Пламя симметрично для левой и правой стен переборки

Fig. 4. Screenhots of heat-resistant video camera footage. Angular bulkhead: а) 0.25 m2 fire seat 0.1 m away from bulkhead; b) side view, bulkhead wall to the right of the fire seat. Flames clearly tend towards the surface; c) fire in front of angular bulkhead. Flames symmetric with respect to both (left and right) bulkhead walls

Исследование характеристик пламени в зависимости от площади горения

Flame parameters versus fire seat area

На графиках рис. 6 (см. вклейку), рис. 7-9 отражена зависимость между характеристиками пламени и площадью очага горения, причем после 0,25 м2 амплитуда стабилизируется, а зависимость между максимальной и минимальной высотой пламени становится практически линейной. Похожие зависимости были описаны ранее для малых очагов горения (до 0,01 м2) [3].

На очагах с площадью более 0,1 м2 появляется дополнительная сила из-за возникновения тяги внут-

Температура, оС 500

400 300 200 100

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

Площадь очага S, м

Рис. 7. Зависимость изменения средней температуры пламени в сечении на 1 м2 (по раме с термопарами) от площади очага горения

Fig. 7. Average flame temperature within 1 m2 section (frame with thermocouples) versus fire seat area

кг/м с 0,0215 0,0195

0,0175

0,0155

0,0135

0,0115

0,0095 0,0075

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Площадь очага S, м2

Рис. 8. Зависимость скорости выгорания топлива от площади очага горения

Fig. 8. Fuel combustion rate versus fire seat area

ри пламени, которая приводит к увеличению минимальной и максимальной высоты пламени [4]. Также при увеличении площади очага горения мощности пламени становится достаточно для начала кипения топлива. Отрывное пламя изредка фиксируется по видеозаписям начиная с площади очага 0,1 м2.

На графике рис. 6 происходит снижение скорости выгорания топлива в очагах с площадью около 0,1 м2 в связи с переходом от спокойного горения пламени (с малой амплитудой пульсации) к более турбулентному течению и появлению первых признаков отрывного пламени с увеличением пульсации. Такой поток препятствует свободному и равномерному испарению топлива, но тепловая мощность пламени еще не является достаточной для начала кипения топлива. Следовательно, мощность пламени не может быть линейно зависимой от площади очага горения при очагах площадью менее 0,2 м2 (рис. 9). В данном случае отображена мощность всего пламени из расчета показаний весов (скорость выгорания топлива) и низшей удельной теплоты сгорания топлива.

По полученным экспериментальным данным были рассчитаны коэффициенты зависимости характеристик пламени от плоской и угловой переборок и построены графики зависимости коэффициентов от расстояния до переборки (рис. 10-15). По графику видно, что расстояние до плоской переборки сильно влияет на максимальную высоту пламени. При нулевом расстоянии от очага до переборки высота пламени увеличивается почти в 1,5 раза. На расстоянии более 1 м переборка не оказывает влияния на максимальную высоту пламени.

Полученные коэффициенты зависимости характеристик пламени от угловой переборки приведены на рис. 16-21.

кВт

400 300 200 100

0

0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5

Площадь очага S, м2

Рис. 9. Зависимость мощности пламени от площади очага горения

Fig. 9. Flame power versus fire seat area

0

1,2 1,1 1

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 10. KHmaxP - коэффициент изменения максимальной высоты пламени для варианта с плоской переборкой

Fig. 10. KHmaxP - coefficient of maximum flame height: flat bulkhead

1,7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0 0,1

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 11. KHminP - коэффициент изменения минимальной высоты пламени для варианта с плоской переборкой

Fig. 11. KHminP - coefficient of minimum flame height: flat bulkhead

KVmP

1,04 1

0,96 0,92 0,88 0,84 0,8

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 12. KVmP - коэффициент изменения массовой скорости выгорания топлива

Fig. 12. KVmP - coefficient of fuel mass combustion rate variation

KNP 1,2 1,15 1,1 1,05 1

0,95 0,9 0,85 0,8

0 0,1 0,2 0,3

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 13. KNP - коэффициент изменения общей мощности пламени

Fig. 13. KNP - coefficient of total flame power variation

KTpI 1,2 1,05 0,9 0,75 0,6 0,45 0,3

0,15 0

0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Расстояние до переборки L, м

Рис. 14. Эмпирические данные, полученные осреднением коэффициента изменения температуры пятна на переборке KTpP

Fig. 14. Empirical data (averaged coefficients of heat patch temperature variations on bulkhead), KTpP

KTjp 1,25 1,2 1,15 1,1 1,05 1

0,95 0,9 0,85

V

s

\

\

0 0,2 0,4

0,6 0,8 1 1,2 1,4 Расстояние до переборки L, м

Рис. 15. Эмпирические данные, полученные осреднением коэффициента изменения максимальной температуры пламени. KTfP - коэффициент изменения максимальной температуры пламени

Fig. 15. Empirical data (averaged coefficients of maximum flame temperature variations, KTfP - variation coefficient for maximum flame temperature)

KHm

1,1 1

0,1 0,2

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 16. KHmaxU - коэффициент изменения максимальной высоты пламени для варианта с плоской переборкой

Fig. 16. KHmaxU - variation coefficient of maximum flame height: angular bulkhead

,7 1,6 1,5

1.4 1,3 1,2 1,1

1

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 17. KHminU - коэффициент изменения минимальной высоты пламени для варианта с плоской переборкой

Fig. 17. KHminU - variation coefficient of maximum flame height: angular bulkhead

KVmU

1,3 1,25 1,2 1,15 1,1

1.05 1

0,95 0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 18. KVmU - коэффициент изменения массовой скорости выгорания топлива

Fig. 18. KVmU - coefficient of fuel mass combustion rate variation

KNu 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0,9 0,8

0 0,1 0,2 0,3

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 Расстояние до переборки L, м

Рис. 19. KNU - коэффициент изменения общей мощности пламени [6]

Fig. 19. KNU - coefficient of total flame power variation [6]

KT,

pU

1

0,8 0,6 0,4 0,2

0

0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Расстояние до переборки L, м

Рис. 20. Эмпирические данные, полученные осреднением коэффициента изменения температуры пятна на переборке KTpU

Fig. 20. Empirical data (averaged coefficients of heat patch temperature variations on bulkhead), KTpU

KTju 1,25 1,2 1,15 1,1 1,05 1

0,95 0,9 0,85

N.

S

\

\

v

\

---

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Расстояние до переборки L, м

Рис. 21. Эмпирические данные, полученные осреднением коэффициента изменения максимальной температуры пламени. KTU - коэффициент изменения максимальной температуры пламени [6]

Fig. 21. Empirical data (averaged coefficients of maximum flame temperature variations, KTU - variation coefficient for maximum flame temperature) [6]

В результате экспериментальных исследований получены эмпирические зависимости характеристик пламени от ограждающих конструкций.

Максимальная высота пламени Hmax

Максимальная высота пламени без ограждающих конструкций вычисляется по полученной эмпирической формуле

Ятах = Hтах0 = (-0,0032 х S6 + 0,0628 х S5 --0,4858хS4 +1,8448хS3 -3,5398хS2 + +3,6613 х S + 0,5373) х KH max.

Если расстояние до переборки от очага горения больше 1 м, то KHmax = 1, если меньше, то KHmax = KHmaxP - коэффициенту изменения максимальной высоты пламени для плоской переборки (рис. 10) и KHmax = KHmaxU - коэффициенту изменения максимальной высоты пламени для угловой переборки.

Минимальная высота пламени Hmin

Минимальная высота пламени без ограждающих конструкций вычисляется по полученной эмпирической формуле:

■ для S менее 0,5 м2

Hmin = H min0 = 1,5758 х S + 0,248;

■ для S более 0,5 м2

Hmin = Hmin0 = -0,0003 х S2 + 0,3898 х S +

+ 0,4511.

Минимальная высота пламени для любой площади очага c достаточной точностью может быть записана одним выражением:

Hmin = Hmin0 = 0,0041хS5 -0,0685хS4 +

+0,4264 х S3 -1,1979 х S2 +

+1,8455 х S + 0,266.

Если расстояние до переборки от очага горения равна или менее 1 м, то минимальная высота пламени домножается на коэффициент влияния ограждающих конструкций:

Hmin = Hmin0 х KHmin ,

где KHmin = KHminP для плоской переборки и KHmin = = KHminU для угловой переборки.

Амплитуда пульсации пламени На и средняя высота пламени Н5

Амплитуда пульсации пламени рассчитывается по формуле

TT _ TT _ TT

a ~ max min •

Средняя высота пламени рассчитывается по формуле

Hs = Hmin + (Hmax — Hmin )

Массовая скорость выгорания топлива

Массовая скорость выгорания топлива в зависимости от площади очага без ограждающих конструкций вычисляется по формуле

У„ = У„0 = 0,0287 X 52 + 0,0072 х 5 + 0,0097.

Если расстояние до переборки от очага горения равно или менее 1 м, то массовая скорость выгорания топлива домножается на коэффициент влияния ограждающих конструкций:

Ут = У„0 X КУт ,

где КУт = КУтР для плоской переборки и КУт = = КУти для угловой переборки.

Мощность пламени N

Общая мощность очага пламени в зависимости от его площади и без ограждающих конструкций рассчитывается по формуле

N = N = 980,8 х 52 + 360,53 х 5-3,1151.

Если расстояние до переборки от очага горения равно или менее 1 м, то массовая скорость выгорания топлива домножается на коэффициент влияния ограждающих конструкций:

N = щ0 х т,

где КЩ = КЩР для плоской переборки и КЩ = КЩи для угловой переборки.

Мощность излучения пламени в области очага горения N.

Мощность излучения пламени от очага площади 5, расстояния от пламени Ь и высоты от края поддона И вычисляется по формуле

N =

(h -1)(N0 3т - Nim )

-0,7

+ Ni

а) б) в)

Рис. 5. Тепловизионная фотосъемка переборки с установленным датчиком теплового потока: а) нагрев плоской переборки; 6) нагрев угловой переборки; в) остывшая переборка после эксперимента

Fig. 5. Thermal images of bulkhead with heat flux sensor:

a) flat bulkhead heating; b) angular bulkhead heating; c) bulkhead after cooldown

Максимальная высота - Минимальная высота

Средняя высота - Амплитуда пульсаций

Рис. 6. Зависимость высоты пламени от площади очага горения без ограждающих конструкций Fig. 6. Flame height vs fire seat area: no retardant structures

Рис. 22. Показания тепловизора на теневой стороне переборки. Время - 922 с от начала эксперимента Fig. 22. Thermal image of the rear bulkhead side. Time: 922 s after the beginning of the experiment

94,76 °C 68,23 °C 91,16 °C

119 79 °C

Thermal

Type: Temperature Unit: 'C

137.94 Max 133,78 129,33 121,65 113,98 106,3 98,63 90,956 83,282 — 75,608 67,935 60,261 52,587 44,913 37.239 Min

Рис. 23. Распределение температуры на теневой стороне угловой переборки с ребрами жесткости и шестью контрольными точками. Время - 922 с от начала эксперимента

Fig. 23. Temperature distribution on the rear side of the bulkhead with stiffeners and six control points. Time: 922 s after the beginning of the experiment

Мощность излучения на высоте 1 м от края поддона вплотную к пламени без ограждающих конструкций рассчитывается по формуле

Ж1т0 = 128,17 х 52 + 38,51 х 5 + 8,118.

Мощность излучения на высоте 0,3 м от края поддона вплотную к пламени без ограждающих конструкций рассчитывается по формуле

Ы03т0 = 216,67 х 52 + 61,806 х 5 +11,357.

Мощность для высоты 1 м от края поддона на расстоянии от площади рассчитывается по формуле

= ^то х х ККЫ;

N> ,3m = N ,3m0 Х KNdtp Х KN0,3m ,

для площади очага больше 0,5 м

2.

где:

1. KN1m = KN1mP - коэффициент влияния на пламя плоской переборки со стороны ограждающих конструкций; KN1m = 1IKN1mP - с обратной стороны пламени - или KNlm = KN1mU - коэффициент влияния на пламя угловой переборки со стороны ограждающей конструкции; KNlm = = lIKNlmU - с обратной стороны пламени. Учитывается при расстоянии l м и меньше; KN03m = KN0 3mP - коэффициент влияния на пламя плоской переборки со стороны ограждающих конструкций; KN0,3m = 1IKN0,3mP - с обратной стороны пламени - или KN0,3m = KN0,3mU - коэффициент влияния на пламя угловой переборки со стороны ограждающей конструкции; KN0,3m = = 1IKN0,3mU - с обратной стороны пламени. Учитывается при расстоянии 1,4 м и меньше; KNdtp - коэффициент падения мощности излучения от расстояния вычисляется по формуле

KNdtp = 0,2002 х L2 - 0,8681 х L + 0,9424.

Учитывается при расстоянии 2 м и меньше.

Характеристики температурного пятна на переборке

Thermal patch parameters on the bulkhead

Максимальная температура пятна с обратной стороны переборки при расстоянии до очага L = 0 м вычисляется по формуле: ■ для площади очага меньше 0,5 м2

3.

Tp0 = 818,83 х S °,2774.

Максимальная температура пятна с учетом расстояния от переборки до очага пламени домножается на коэффициент снижения температуры:

Tp = Tp0 Х KTp,

где KTp = KTpP для плоской переборки и KTp = KTpU для угловой переборки [6].

Характеристики температуры пламени

Flame temperature parameters

Максимальная температура пламени TmaxF в зависимости от очага горения рассчитывается по формуле

0,3147

T.

p0

-1586,3 х S2 +1642,5 х S + 262,55;

^max F = Tmax F0 = 1005,8х S

Если расстояние от очага до ограждающих конструкций менее 1,5 м, то максимальная температура домножается на коэффициент:

Tmax F = Tmax F 0 Х KTf,

где КТ- = КТр для плоской переборки и КТ- = К— для угловой переборки.

Средняя температура пламени Т8р по сечению пламени 1 м2 в зависимости от очага горения рассчитывается по формуле

Т^ = Т,р0 = 146,26 х1п(5) + 526,81.

Если расстояние от очага до ограждающих конструкций менее 1,5 м, то максимальная температура домножается на коэффициент:

TsF = TsF 0 Х KTsf,

где КТ- = КТ-р для плоской переборки и КТ- = = КТ-и для угловой переборки [6].

Полученные эмпирические зависимости тепловых и геометрических характеристик пламени от ограждающих судовых конструкций используются для доработки методики и ее верификации.

■

Верификация результатов численного моделирования

Verification of numerical simulation results

Верификация проводилась по распределению температуры на теневой стороне переборки и сравнивалась с показаниями тепловизора (рис. 22, см. вклейку). Для примера была смоделирована угловая переборка с очагом горения 0,34x0,34 м на расстоянии 0,3 м.

Результаты моделирования в программном комплексе ANSYS(CFD) угловой переборки (рис. 23, см. вклейку).

По контрольным точкам средняя погрешность составила 3 %, максимальная - 7,5 %, что является более чем достаточным для подобного рода экспериментов и методик компьютерного моделирования.

Заключение

Conclusion

Полученные эмпирические зависимости позволили уточнить и усовершенствовать разработанные в КГНЦ методики моделирования воздействия пожара на судовые конструкции в программных комплексах Fire и ANSYS.

Библиографический список

1. Драйздейл Д. Введение в динамику пожаров. Москва: Стройиздат, 1990. 424 с.

2. Блинов В.И., Худяков Г.Н. Диффузионное горение жидкостей. Москва: Изд-во Акад. наук СССР, 1961. 208 с.

3. Разработка программно-методического комплекса компьютерного моделирования аварийных процессов на кораблях и судах при пожарах, поступлении воды, аварийных отказах технических средств для отработки конструктивной безопасности и живучести объектов на этапах проектирования и проведения приемосдаточных испытаний: отчет по ОКР: по теме «Конструктив» / Крыловский гос. научный центр; Санкт-Петербург, 2008. № 44534.

4. Ловачев Л.А. Теория пределов распространения пламени в газах // Доклады Академии наук СССР. Серия: Математика. Физика. 1970. Т. 193, № 3. С. 634-637.

5. Льюис Б., Эльбе Г. Горение, пламя и взрывы в газах. Москва: Мир, 1968. 592 с.

6. Выполнение комплекса экспериментальных исследований параметров развития корабельного пожара в обеспечение совершенствования методов компьютерного имитационного моделирования: отчет о НИР (заключ.): по теме «Безопасность» / Крыловский гос. научный центр; Санкт-Петербург, 2017. № 48878.

References

1. D. Drysdale. An Introduction to Fire Dynamics. Moscow: Stroyizdat, 1990. 424 p. (in Russian).

2. V. Blinov, G. Khudyakov. Diffusion combustion of fluids. Moscow: Publishing House of the USSR Academy of Sciences, 1961. 208 p. (in Russian).

3. Development of computer-based simulation software for ship emergencies (fires, floodings, equipment failures) to improve structural safety and sur-vivability at design and delivery-acceptance testing stages. Report No. 44534 about Konstruktiv project / St. Petersburg: Krylov State Research Centre, 2008 (in Russian).

4. L. Lovachev. Theory of limit flame propagation in gases // Doklady Akademii Nauk SSSR (Transactions of the USSR Academy of Sciences). Mathematics & Physics series. 1970. Vol. 193. No. 3. P. 634-637 (in Russian).

5. B. Lewis, G. von Elbe. Combustion, Flames and Explosions of Gases. Moscow: Mir, 1968. 592 p. (Russian translation).

6. Experimental study of ship fire escalation to improve computer-based simulation methods. Final report No. 48878 about Bezopasnost project. St. Petersburg: Krylov State Research Centre, 2017 (in Russian).

Сведения об авторах

Бородай Сергей Павлович, инженер 2 категории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (952) 350-30-76. E-mail: srjnet@gmail.com.

Летин Андрей Николаевич, начальник сектора ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (981) 742-97-62. E-mail: 9817429762.anl@gmail.com.

Шедько Сергей Владимирович, начальник отдела ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, 44. Тел.: +7 (921) 302-82-90. E-mail: chedko@mail.ru.

About the authors

Sergey P. Boroday, 2nd category Engineer, Krylov State Research Centre. Address: 44 Moskovskoe sh., St. Petersburg, post code: 196158, Russia. Tel.: +7 (952) 350-30-76. E-mail: srjnet@gmail.com.

Andrey N. Letin, Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg,

Russia, 196158. Tel.: +7 (981) 742-97-62. E-mail: 9817429762.anl@gmail.com.

Sergey V. Shedko, Head of Department, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (921) 302-82-90. E-mail: chedko@mail.ru.

Поступила I Received: 16.12.19 Принята в печать I Accepted: 02.06.20 © Коллектив авторов, 2020